EP2966276A1 - Procede de limitation d'un encrassement d'un mixeur - Google Patents

Procede de limitation d'un encrassement d'un mixeur Download PDF

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EP2966276A1
EP2966276A1 EP15173379.7A EP15173379A EP2966276A1 EP 2966276 A1 EP2966276 A1 EP 2966276A1 EP 15173379 A EP15173379 A EP 15173379A EP 2966276 A1 EP2966276 A1 EP 2966276A1
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EP
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wall
calculation
reducing agent
energy
mixer
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EP15173379.7A
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Dara Suy
Moustansir Taibaly
Patrice MARECHAL
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PSA Automobiles SA
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Peugeot Citroen Automobiles SA
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Definitions

  • the invention relates to a method for limiting a clogging of a mixer housed inside an exhaust line that equips an internal combustion engine of a motor vehicle.
  • the document US 20070217984 discloses a method of calculating a temperature of a reduction catalyst which equips an exhaust line which is provided with an internal combustion engine of a motor vehicle. Such a calculation aims to optimize a reduction of the nitrogen oxides contained inside the exhaust gas produced by the internal combustion engine and conveyed by the exhaust line.
  • the reduction catalyst is combined with a reducing agent injector which facilitates reduction of the nitrogen oxides within the reduction catalyst.
  • a general problem in the field lies in a fouling of the reduction catalyst and / or a mixer associated with the latter and placed upstream of the reduction catalyst in a direction of circulation of the exhaust gases inside the exhaust line. Such fouling is detrimental in that it obtains an exhaust gas depollution which is desired optimal.
  • An object of the present invention is to propose a method of limiting a clogging of a mixer housed inside an exhaust line associated with an internal combustion engine fitted to a motor vehicle, the limiting method being simple to implement from a use of readily available data.
  • a method of the present invention is a method of limiting a clogging of a mixer housed within an exhaust line that equips an internal combustion engine of a motor vehicle.
  • the limiting method comprises a first step of modeling first heat exchanges between exhaust gases and a first wall of the mixer, a second step of modeling second heat exchanges between an air outside the motor vehicle and a second wall delimiting the exhaust line, a third step of modeling third heat exchanges between a reducing agent injected inside the exhaust line and the first wall during a decomposition reaction of the agent reducer, a fourth step of calculating a temperature of the first wall, a fifth step of determining a risk of fouling of the mixer, and a sixth step of decision of a reduction agent injection within the exhaust line.
  • the first modeling step of the first thermal exchanges between the exhaust gas and the first wall of the mixer advantageously comprises a phase of calculating a first heat flux FT1 gas / wall between the exhaust gas and the first wall.
  • the second step of modeling the second thermal exchanges between an air outside the motor vehicle and a second wall delimiting the exhaust line advantageously comprises a phase of calculating a second heat flow FT2 air / wall between the outside air and a third blender wall that is exposed to outside air.
  • the third step of modeling the third heat exchange between the reducing agent and the first wall during a decomposition reaction of the reducing agent advantageously comprises energy calculation phases necessary for decomposing the reducing agent into urea, and then in ammonia NH 3 .
  • the third modeling step advantageously comprises a first calculation phase which comprises a calculation of a dW_AR energy necessary for a heating of the reducing agent.
  • the third modeling step advantageously comprises a second calculation phase which comprises a calculation of a dW_Vap_Eau vaporization energy of a liquid water contained inside the reducing agent.
  • the third modeling step advantageously comprises a third calculation stage which comprises a calculation of a dW_Eau_Gaz energy which is necessary for putting the third wall of the water in the gaseous state to the temperature.
  • the third modeling step advantageously comprises a fourth calculation stage which comprises a calculation of a heating energy for the heating of a urea included within the reducing agent.
  • the third modeling step advantageously comprises a fifth calculation phase which comprises a calculation of a thermolysis energy dW_Thermolysis to obtain NH 3 ammonia.
  • the third modeling step advantageously comprises a sixth calculation stage which comprises a calculation of a heating energy dW_HNCO up to a hydrolysis temperature of an isocyanic acid.
  • the third modeling step advantageously comprises a seventh calculation phase which comprises a calculation of a hydrolysis energy for the hydrolysis of an isocyanic acid.
  • the third modeling step advantageously comprises an eighth calculation phase which comprises a calculation of a heating energy dW_comp_fin of final components.
  • the fourth step of calculating the first wall temperature advantageously comprises a calculation of the temperature of the third wall from an integration of the first thermal flux FT1 gas / wall , the second thermal flux FT2 air / wall , energy dW_AR, dW_Vap_Eau vaporization energy, dW_Eau_Gaz energy, dW_Urée heating energy, thermolysis thermolysis energy, dW_HNCO heating energy, Hydrolysis hydrolysis energy and the heating energy dW_comp_fin of final components.
  • the fifth step of determining a risk of clogging of the mixer is indifferently made from a calculation of a maximum mass M_AR of the reducing agent to be injected, from a calculation of a wall temperature T wall or from a calculation of a rate-limit boundary D of reducing agent per mapping, for implementation of the sixth stage of the injection of decision of reducing agent within the line exhaust.
  • the figure 1 is a schematic view of an exhaust line of the present invention.
  • the figure 2 is a schematic view of a limiting method of the present invention implemented to optimize an operation of the exhaust line illustrated in FIG. figure 1 .
  • the figure 3 is a schematic view of the operating ranges of the method illustrated in the figure 2 .
  • a motor vehicle is equipped with an internal combustion engine 1 to allow its movement.
  • the internal combustion engine 1 produces exhaust gases 2 which are discharged to an external environment 3 via an exhaust line 4.
  • the exhaust line 4 houses a pollution control system 5 for retaining pollutants, such as NO x nitrogen oxides, unburnt hydrocarbons or soot prior to their evacuation to the external environment.
  • the pollution control system 5 comprises in particular a reduction catalyst 6 for reducing the nitrogen oxides to nitrogen and water.
  • the reduction catalyst 6 is housed inside the exhaust line 4 by being interposed between an injector 7 of a reducing agent 8 and a probe 9 able to measure a content of the exhaust gases 2 NO x nitrogen.
  • the probe 9 is placed downstream of the reduction catalyst 6 in a direction of circulation 10 of the exhaust gases 2 inside the exhaust line 4.
  • the injector 7 is provided to deliver the reducing agent 8 to the interior of the exhaust line 4, the reducing agent 8 being able to decompose into urea, then ammonia NH 3 which reduces the nitrogen oxides NO x inside the reduction catalyst 6.
  • the reaction of decomposition of the reducing agent 8 with NH 3 ammonia is possible thanks to a thermal energy provided by the exhaust gas 2.
  • the present invention aims to determine whether the thermal energy required to carry out the reaction Decomposition is available to prevent clogging of the reduction catalyst 6 due to agglomeration of a residue of undecomposed reducing agent 8.
  • the decomposition reaction of the reducing agent 8 into NH 3 ammonia is carried out inside a mixer 11 which is housed inside the exhaust line 4 between the injector 7 and the reduction catalyst 6 More particularly, the decomposition reaction occurs on at least a first wall 12 of the mixer 11 when a first wall temperature 12 is greater than a threshold temperature. In the case where the temperature of the first wall 12 is lower than the threshold temperature, the reducing agent 8 agglomerates on the first wall 12 at least and fouls the mixer 11.
  • the present invention proposes a method 100 for limiting a fouling of the mixer 11 which comprises a first modeling step 101 of first heat exchanges between the exhaust gases 2 and the first wall 12 of the mixer 11, then a second step of modeling 102 of second thermal exchanges between an outside air 13 to the motor vehicle and a second wall 14 delimiting the exhaust line 2, then a third modeling step 103 of third heat exchange between the reducing agent 8 and the first wall 12 when of the decomposition reaction, then a fourth calculation step 104 of the first wall temperature 12, then a fifth step 105 of determining a risk of fouling of the mixer 11, then a sixth decision step 106 of an injection of reducing agent 8.
  • the first modeling step 101 of the first heat exchange between the exhaust gas 2 and the first wall 12 of the mixer 11, the second modeling step 102 of the second heat exchange between the air outside 13 to the motor vehicle and the second wall 14 delimiting the exhaust line 2 and the third modeling step 103 of the third heat exchange between the reducing agent 8 and the first wall 12 during the decomposition reaction are indifferently carried out successively or well concomitantly.
  • the third modeling step 103 of the third heat exchanges between the reducing agent 8 and the first wall 12 during the decomposition reaction comprises phases of energy calculation necessary to decompose the reducing agent 8 into urea and then NH ammonia. 3 which are endothermic reactions. Each reaction is modeled and can be deactivated via a calibration coefficient.
  • An eighth calculation step comprises calculating a heating energy dW_comp_fin of the final components comprising carbon dioxide, ammonia up to the temperature of the third wall.
  • T wall ⁇ FT ⁇ 1 gas / wall + FT ⁇ 2 air / wall - dW_AR - dW_Vap_Eau - dW_Eau_gaz - dW_Urée - dW_Thermolyse - dW_HNCO - dW_Hydrolyse - dW_comp_fin / M Tube x Pc Tube
  • An incrementer operating at a predetermined frequency of the present invention is adapted, from the above relation [12], to determine the wall wall temperature T. According to said frequency implemented, a convergence of said temperature is more or less rapid. It should be noted that since the heat fluxes FT1 gas / wall and FT2 air / wall are never zero, it is always possible to determine a wall temperature.
  • the mass M_AR is obtained from an inversion of the relation [11] which represents the maximum weight of reducing agent 8 to inject so as not to foul the mixer 11.
  • the wall wall temperature T is calculated if a quantity previously determined by a pollution control supervisor is injected. If the calculated wall wall temperature T is greater than a threshold temperature T threshold above which a fouling of the mixer 11 occurs, then the injection of reducing agent 8 is canceled until the third wall 15 has accumulated enough energy for the decomposition of the reducing agent 8 is realized.
  • a limit speed limit D reducing agent 8 by mapping from the wall T wall temperature and a D cons depollution reference flow rate, the limit speed D limit being less than the clearance D cons setpoint flow. It follows that if the flow rate D of reducing agent 8 is close to the pollution control setpoint flow D cons , it promotes a cleanup against a risk of fouling of the mixer 11. It also follows that if the flow D d The reducing agent 8 is remote from the pollution control setpoint flow D cons , there is a risk of clogging of the mixer 11 relative to a depollution.
  • the sixth decision step 106 of the reducing agent injection 8 comprises a decision-making which is performed according to a result of the fifth determining step 105.

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Abstract

L'invention porte sur un procédé de limitation (100) d'un encrassement d'un mixeur logé à l'intérieur d'une ligne d'échappement qui équipe un moteur à combustion interne d'un véhicule automobile. Le procédé de limitation (100) comprend une première étape de modélisation (101) de premiers échanges thermiques entre des gaz d'échappement et une première paroi du mixeur, une deuxième étape de modélisation (102) de deuxièmes échanges thermiques entre un air extérieur au véhicule automobile et une deuxième paroi délimitant la ligne d'échappement, une troisième étape de modélisation (103) de troisièmes échanges thermiques entre un agent réducteur injecté à l'intérieur de la ligne d'échappement et la première paroi lors d'une réaction de décomposition de l'agent réducteur, une quatrième étape de calcul (104) d'une température de la première paroi, une cinquième étape de détermination (105) d'un risque d'encrassement du mixeur, et une sixième étape de décision (106) d'une injection d'agent réducteur à l'intérieur de la ligne d'échappement.

Description

  • L'invention porte sur un procédé de limitation d'un encrassement d'un mixeur logé à l'intérieur d'une ligne d'échappement qui équipe un moteur à combustion interne d'un véhicule automobile.
  • Le document US 20070217984 décrit un procédé de calcul d'une température d'un catalyseur de réduction qui équipe une ligne d'échappement dont est pourvu un moteur à combustion interne d'un véhicule automobile. Un tel calcul vise à optimiser une réduction des oxydes d'azote contenus à l'intérieur de gaz d'échappement produits par le moteur à combustion interne et véhiculés par la ligne d'échappement. Le catalyseur de réduction est associé à un injecteur d'un agent de réduction qui facilite une réduction des oxydes d'azote à l'intérieur du catalyseur de réduction.
  • Un problème général posé dans le domaine réside en un encrassement du catalyseur de réduction et/ou d'un mixeur associé à ce dernier et placé en amont du catalyseur de réduction selon un sens de circulation des gaz d'échappement à l'intérieur de la ligne d'échappement. Un tel encrassement est préjudiciable en ce qu'il obère une dépollution des gaz d'échappement qui est souhaitée optimale.
  • Un but de la présente invention est de proposer un procédé de limitation d'un encrassement d'un mixeur logé à l'intérieur d'une ligne d'échappement associée à un moteur à combustion interne équipant un véhicule automobile, le procédé de limitation étant simple à mettre en oeuvre à partir d'une utilisation de données aisément disponibles.
  • Un procédé de la présente invention est un procédé de limitation d'un encrassement d'un mixeur logé à l'intérieur d'une ligne d'échappement qui équipe un moteur à combustion interne d'un véhicule automobile.
  • Selon la présente invention, le procédé de limitation comprend une première étape de modélisation de premiers échanges thermiques entre des gaz d'échappement et une première paroi du mixeur, une deuxième étape de modélisation de deuxièmes échanges thermiques entre un air extérieur au véhicule automobile et une deuxième paroi délimitant la ligne d'échappement, une troisième étape de modélisation de troisièmes échanges thermiques entre un agent réducteur injecté à l'intérieur de la ligne d'échappement et la première paroi lors d'une réaction de décomposition de l'agent réducteur, une quatrième étape de calcul d'une température de la première paroi, une cinquième étape de détermination d'un risque d'encrassement du mixeur, et une sixième étape de décision d'une injection d'agent réducteur à l'intérieur de la ligne d'échappement.
  • La première étape de modélisation des premiers échanges thermiques entre les gaz d'échappement et la première paroi du mixeur comprend avantageusement une phase de calcul d'un premier flux thermique FT1gaz/paroi entre les gaz d'échappement et la première paroi.
  • La deuxième étape de modélisation des deuxièmes échanges thermiques entre un air extérieur au véhicule automobile et une deuxième paroi délimitant la ligne d'échappement comprend avantageusement une phase de calcul d'un deuxième flux thermique FT2air/paroi entre l'air extérieur et une troisième paroi du mixeur qui est exposée à l'air extérieur.
  • La troisième étape de modélisation des troisièmes échanges thermiques entre l'agent réducteur et la première paroi lors d'une réaction de décomposition de l'agent réducteur comprend avantageusement des phases de calcul d'énergie nécessaires pour décomposer l'agent réducteur en urée, puis en ammoniac NH3.
  • La troisième étape de modélisation comprend avantageusement une première phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie dW_AR nécessaire à un réchauffement de l'agent réducteur.
  • La troisième étape de modélisation comprend avantageusement une deuxième phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie de vaporisation dW_Vap_Eau d'une eau liquide contenue à l'intérieur de l'agent réducteur.
  • La troisième étape de modélisation comprend avantageusement une troisième phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie dW_Eau_Gaz qui est nécessaire à une mise à la température de la troisième paroi de l'eau à l'état gazeux.
  • La troisième étape de modélisation comprend avantageusement une quatrième phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie de chauffage dW_Urée nécessaire à un chauffage d'une urée comprise à l'intérieur de l'agent réducteur.
  • La troisième étape de modélisation comprend avantageusement une cinquième phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie de thermolyse dW_Thermolyse pour obtenir de l'ammoniac NH3.
  • La troisième étape de modélisation comprend avantageusement une sixième phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie de chauffage dW_HNCO jusqu'à une température d'hydrolyse d'un acide isocyanique.
  • La troisième étape de modélisation comprend avantageusement une septième phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie d'hydrolyse dW_Hydrolyse d'un acide isocyanique.
  • La troisième étape de modélisation comprend avantageusement une huitième phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie de chauffage dW_comp_fin de composants finaux.
  • La quatrième étape de calcul de la température de première paroi comprend avantageusement un calcul de la température de la troisième paroi à partir d'une intégration du premier flux thermique FT1gaz/paroi, du deuxième flux thermique FT2air/paroi, de l'énergie dW_AR, de l'énergie de vaporisation dW_Vap_Eau, de l'énergie dW_Eau_Gaz, de l'énergie de chauffage dW_Urée, de l'énergie de thermolyse dW_Thermolyse, de l'énergie de chauffage dW_HNCO, de l'énergie d'hydrolyse dW_Hydrolyse et de l'énergie de chauffage dW_comp_fin de composants finaux.
  • La cinquième étape de détermination d'un risque d'encrassement du mixeur est indifféremment réalisée à partir d'un calcul d'une masse M_AR maximale de l'agent réducteur à injecter, à partir d'un calcul d'une température de paroi Tparoi ou bien à partir d'un calcul d'un débit-limite Dlimite d'agent réducteur par cartographie, pour une mise en oeuvre de la sixième étape de décision de l'injection d'agent réducteur à l'intérieur de la ligne d'échappement.
  • D'autres caractéristiques et avantages de la présente invention apparaîtront à la lecture de la description qui va en être faite d'exemples de réalisation, en relation avec les figures des planches annexées, dans lesquelles :
  • La figure 1 est une vue schématique d'une ligne d'échappement de la présente invention.
  • La figure 2 est une vue schématique d'un procédé de limitation de la présente invention mis en oeuvre pour optimiser un fonctionnement de la ligne d'échappement illustrée sur la figure 1.
  • La figure 3 est une vue schématique de plages de fonctionnement du procédé illustré sur la figure 2.
  • Sur la figure 1, un véhicule automobile est équipé d'un moteur à combustion interne 1 pour permettre son déplacement. Le moteur à combustion interne 1 produit des gaz d'échappement 2 qui sont évacués vers un environnement extérieur 3 par l'intermédiaire d'une ligne d'échappement 4.
  • La ligne d'échappement 4 loge un système de dépollution 5 pour retenir des polluants, tels que des oxydes d'azote NOx, des hydrocarbures imbrûlés ou des suies préalablement à leur évacuation vers l'environnement extérieur. Le système de dépollution 5 comprend notamment un catalyseur de réduction 6 pour réduire les oxydes d'azote en azote et en eau. Le catalyseur de réduction 6 est logé à l'intérieur de la ligne d'échappement 4 en étant interposé entre un injecteur 7 d'un agent réducteur 8 et une sonde 9 apte à mesurer une teneur des gaz d'échappement 2 en oxydes d'azote NOx. La sonde 9 est placée en aval du catalyseur de réduction 6 selon un sens de circulation 10 des gaz d'échappement 2 à l'intérieur de la ligne d'échappement 4. L'injecteur 7 est prévu pour délivrer l'agent réducteur 8 à l'intérieur de la ligne d'échappement 4, l'agent réducteur 8 étant apte à se décomposer en urée, puis en ammoniac NH3 qui réduit les oxydes d'azote NOx à l'intérieur du catalyseur de réduction 6.
  • La réaction de décomposition de l'agent réducteur 8 en ammoniac NH3 est possible grâce à une énergie thermique fournie par les gaz d'échappement 2. La présente invention vise à déterminer si l'énergie thermique nécessaire à la mise en oeuvre de la réaction de décomposition est disponible pour éviter un encrassement du catalyseur de réduction 6 du à une agglomération d'un reliquat d'agent réducteur 8 non décomposé.
  • La réaction de décomposition de l'agent réducteur 8 en ammoniac NH3 se réalise à l'intérieur d'un mixeur 11 qui est logé à l'intérieur de la ligne d'échappement 4 entre l'injecteur 7 et le catalyseur de réduction 6. Plus particulièrement, la réaction de décomposition se produit sur au moins une première paroi 12 du mixeur 11 lorsqu'une température de première paroi 12 est supérieure à une température-seuil. Dans le cas où la température de la première paroi 12 est inférieure à la température-seuil, l'agent réducteur 8 s'agglomère sur la première paroi 12 au moins et encrasse le mixeur 11.
  • Sur la figure 2, la présente invention propose un procédé de limitation 100 d'un encrassement du mixeur 11 qui comprend une première étape de modélisation 101 de premiers échanges thermiques entre les gaz d'échappement 2 et la première paroi 12 du mixeur 11, puis une deuxième étape de modélisation 102 de deuxièmes échanges thermiques entre un air extérieur 13 au véhicule automobile et une deuxième paroi 14 délimitant la ligne d'échappement 2, puis une troisième étape de modélisation 103 de troisièmes échanges thermiques entre l'agent réducteur 8 et la première paroi 12 lors de la réaction de décomposition, puis une quatrième étape de calcul 104 de la température de première paroi 12, puis une cinquième étape de détermination 105 d'un risque d'encrassement du mixeur 11, puis une sixième étape de décision 106 d'une injection d'agent réducteur 8.
  • Selon diverses formes de réalisation de la présente invention, la première étape de modélisation 101 des premiers échanges thermiques entre les gaz d'échappement 2 et la première paroi 12 du mixeur 11, la deuxième étape de modélisation 102 des deuxièmes échanges thermiques entre l'air extérieur 13 au véhicule automobile et la deuxième paroi 14 délimitant la ligne d'échappement 2 et la troisième étape de modélisation 103 des troisièmes échanges thermiques entre l'agent réducteur 8 et la première paroi 12 lors de la réaction de décomposition sont indifféremment réalisées successivement ou bien concomitamment.
  • La première étape de modélisation 101 des premiers échanges thermiques entre les gaz d'échappement 2 et la première paroi 12 du mixeur 11 comprend une phase de calcul d'un premier flux thermique FT1gaz/paroi entre les gaz d'échappement 2 et la première paroi 12 selon la relation [1] : FT ⁢ 1 gaz / paroi = α gaz / paroi x S gaz / paroi x T gaz - T paroi
    Figure imgb0001
  • Dans laquelle :
    • αgaz/paroi est le coefficient de transfert thermique entre les gaz d'échappement 2 et la première paroi 12. Ce coefficient est fonction d'une température moyenne de la température des gaz d'échappement 2 et de la température de la première paroi 12 ainsi que d'un débit massique des gaz d'échappement 2. Un tel coefficient est par exemple déterminé par cartographie.
    • Sgaz/paroi est la surface du mixeur 11 qui est impacté par les gaz d'échappement 2, autrement dit la somme d'une surface STube d'un tube 11' formant une enveloppe externe du mixeur 11 et d'une surface SAilette des ailettes que comporte le mixeur 11.
  • Selon une variante préférée dans laquelle le mixeur 11 est conformé selon un cylindre, on a : STube = LongueurTube x DiamètreTube x π
    Avec LongueurTube représentant une distance entre un premier point P'1 où est estimée la température des gaz d'échappement 2 et un deuxième point P'2 d'entrée des gaz d'échappement 2 à l'intérieur du mixeur 11,
    Avec DiamètreTube représentant un diamètre du mixeur 11
    Plus particulièrement encore, on a : SAilette = DiamètreTube 2 x π / 4 x αailette
    Avec αailette représentant un rapport entre une surface des ailettes du mixeur 11 par rapport à un disque de coupe du mixeur 11,
    Tparoi étant la température moyenne de la matière du mixeur 11,
    Tgaz étant la température des gaz d'échappement 2 prise en amont du mixeur 11 selon le sens de circulation 10 des gaz d'échappement 2 à l'intérieur de la ligne d'échappement 4.
  • La deuxième étape de modélisation 102 des deuxièmes échanges thermiques entre un air extérieur 13 au véhicule automobile et la deuxième paroi 14 délimitant la ligne d'échappement 4 comprend une phase de calcul d'un deuxième flux thermique FT2air/paroi entre l'air extérieur 13 et une troisième paroi 15 du mixeur 11 qui est exposée à l'air extérieur 13, selon la relation [2] : FT ⁢ 2 air / paroi = α air / paroi x S air / paroi x T air - T paroi
    Figure imgb0002
  • Dans laquelle :
    • αair/paroi est le coefficient de transfert thermique entre les gaz d'échappement 2 et la troisième paroi 15. Ce coefficient est fonction d'une température moyenne de la température des gaz d'échappement 2 et de la température de la troisième paroi 15 ainsi que d'un débit massique des gaz d'échappement 2. Un tel coefficient est par exemple déterminé par cartographie.
    • Sair/paroi est une fraction de la surface STube du tube 11'. Elle est calculée à partir du premier point P1 et le mixeur 11, pour représenter une perte thermique des gaz d'échappement 2 avant que ces derniers atteignent le mixeur 11. Selon une variante de réalisation, la surface Sair/paroi est calibrée à partir d'un coefficient d'ajustement β selon la relation [3] :
    S air / paroi = S gaz / paroi x β
    Figure imgb0003
  • La troisième étape de modélisation 103 des troisièmes échanges thermiques entre l'agent réducteur 8 et la première paroi 12 lors de la réaction de décomposition comprend des phases de calcul d'énergie nécessaires pour décomposer l'agent réducteur 8 en urée, puis en ammoniac NH3 qui sont des réactions endothermiques. Chaque réaction est modélisée et peut être désactivée par l'intermédiaire d'un coefficient de calibration.
  • Une première phase de calcul comprend un calcul d'une énergie dW_AR nécessaire à un réchauffement de l'agent réducteur 8 comprenant 66% d'eau, selon la relation [4] : dW_AR = M_AR x Cp_AR x T vapEau - T injAR
    Figure imgb0004
  • Dans laquelle :
    • M_AR est la masse d'agent réducteur 8 injecté,
    • Cp_AR est la capacité thermique de l'agent réducteur 8,
    • TvapEau est la température de vaporisation de l'eau, et
    • TinjAR est la température d'injection de l'agent réducteur 8.
  • Une deuxième phase de calcul comprend un calcul d'une énergie de vaporisation dW_Vap_Eau de l'eau liquide contenue à l'intérieur de l'agent réducteur 8 à partir de la relation [5] : dW_Vap_Eau = Ratio_Eau_AR x M_AR x Enth_Vap_Eau
    Figure imgb0005
  • Dans laquelle :
    • Enth_Vap_Eau représente une enthalpie de vaporisation de l'eau contenue dans l'agent réducteur 8,
    • Ratio_Eau_AR est le ratio massique d'eau contenu dans l'agent réducteur 8. A titre d'exemple, le ratio massique Ratio_Eau_AR est égal à 0.66.
  • Une troisième phase de calcul comprend un calcul d'une énergie dW_Eau_Gaz qui est nécessaire à une mise à la température de la troisième paroi 15 de l'eau à l'état gazeux selon la relation [6] : dW_Eau_Gaz = Ratio_Eau_AR x M_AR x Cp Eau_Gaz x Tʹ Paroi - T vapEau
    Figure imgb0006
  • Dans laquelle :
    • CpEau_Gaz est la capacité thermique de l'eau à l'état gazeux,
    • T'Paroi est la température de la troisième paroi 15, et
    Ratio_Eau_AR est le ratio massique d'eau contenu dans l'agent réducteur 8.
  • Une quatrième phase de calcul comprend un calcul d'une énergie de chauffage dW_Urée nécessaire à un chauffage de l'urée comprise à l'intérieur de l'agent réducteur 8 selon la relation [7] : dW_Urée = M_Urée x Cp Urée x T thermo - T vapEau
    Figure imgb0007
  • Dans laquelle :
    • M_Urée est une masse d'urée résiduelle,
    • CpUrée est une capacité thermique de l'urée,
    • Tthermo est une température de thermolyse de l'urée.
  • Une cinquième phase de calcul comprend un calcul d'une énergie de thermolyse dW_Thermolyse pour obtenir de l'ammoniac NH3 selon la relation [8] : dW_Thermolyse = M_Urée x Enth_Thermolyse_Urée
    Figure imgb0008
  • Dans laquelle :
    • Enth_Thermolyse_Urée est l'enthalpie de thermolyse de l'urée.
  • Une sixième phase de calcul comprend un calcul d'une énergie de chauffage dW_HNCO jusqu'à une température d'hydrolyse de l'acide isocyanique pour obtenir de l'ammoniac NH3 selon la relation [9] : dW_HNCO = M_HNCO x Cp HNCO x T hydrolyse - T thermo
    Figure imgb0009
  • Dans laquelle :
    • M_HNCO représente la masse d'acide isocyanique,
    • CpHNCO est la capacité calorifique de l'acide isocyanique, et
    • Thydrolyse est la température d'hydrolyse de l'acide isocyanique.
  • Une septième phase de calcul comprend un calcul d'une énergie d'hydrolyse dW_Hydrolyse selon la relation [10] : dW_Hydrolyse = M_HNCO x Enth_Hydrolyse
    Figure imgb0010
  • Dans laquelle :
    • Enth_Hydrolyse est l'enthalpie d'hydrolyse de l'acide isocyanique.
  • Une huitième phase de calcul comprend un calcul d'une énergie de chauffage dW_comp_fin des composants finaux comprenant le dioxyde de carbone, l'ammoniac jusqu'à la température de la troisième paroi.
  • La quatrième étape de calcul 104 de la température de première paroi 12 comprend un calcul de la température de la troisième paroi 15 à partir de la relation [11] : T paroi = ∫ FT ⁢ 1 gaz / paroi + FT ⁢ 2 air / paroi - dW_AR - dW_Vap_Eau - dW_Eau_gaz - dW_Urée - dW_Thermolyse - dW_HNCO - dW_Hydrolyse - dW_comp_fin / M Tube x Cp Tube
    Figure imgb0011
  • Dans laquelle :
    • MTube est la masse du tube, et
    • CpTube est la capacité thermique du tube.
  • A partir de moyens de calcul incrémentiel, la relation [11] est assimilable à la relation [12] : T paroi = ∑ FT ⁢ 1 gaz / paroi + FT ⁢ 2 air / paroi - dW_AR - dW_Vap_Eau - dW_Eau_gaz - dW_Urée - dW_Thermolyse - dW_HNCO - dW_Hydrolyse - dW_comp_fin / M Tube x Cp Tube
    Figure imgb0012
  • Un incrémenteur fonctionnant à une fréquence prédéterminée de la présente invention est apte, à partir de la relation [12] ci-dessus, à déterminer la température de paroi Tparoi. Selon ladite fréquence mise en oeuvre, une convergence de ladite température est plus ou moins rapide. On notera que les flux thermiques FT1gaz/paroi et FT2air/paroi n'étant jamais nuls, il est toujours possible de déterminer une température de paroi.
  • En se reportant sur la figure 3 qui représente les énergies calculées en fonction d'une évolution de la température de la paroi, on détermine quatre plages distinctes en fonction de la température de la paroi.
  • Dans une première plage P1 pour laquelle la température de paroi est inférieure à la température de vaporisation de l'eau TvapEau, il est pris en compte uniquement l'énergie dW_AR nécessaire à un réchauffement de l'agent réducteur 8.
  • Dans une deuxième plage P2 pour laquelle la température de paroi est comprise entre la température de vaporisation de l'eau TvapEau et la température de thermolyse de l'urée Tthermo il est pris en compte l'énergie :
    • dW_AR qui est l'énergie nécessaire à un réchauffement de l'agent réducteur 8,
    • dW_Vap_Eau qui est l'énergie de vaporisation de l'eau liquide contenue à l'intérieur de l'agent réducteur 8,
    • dW_Eau_Gaz qui est l'énergie nécessaire à une mise à la température de la troisième paroi 15 de l'eau à l'état gazeux,
    • dW_Urée qui est l'énergie nécessaire au réchauffement jusqu'à la température de la troisième paroi 15 de l'urée comprise à l'intérieur de l'agent réducteur 8
  • Dans une troisième plage P3 pour laquelle la température de paroi est comprise entre la température de thermolyse Tthermolyse et la température d'hydrolyse Thydrolyse, il est pris en compte l'énergie :
    • dW_AR nécessaire à un réchauffement de l'agent réducteur 8,
    • dW_Vap_Eau qui est l'énergie de vaporisation de l'eau liquide contenue à l'intérieur de l'agent réducteur 8,
    • dW_Eau_Gaz qui est l'énergie nécessaire à une mise à la température de la troisième paroi 15 de l'eau à l'état gazeux,
    • dW_Urée qui est l'énergie nécessaire au réchauffement jusqu'à la température de thermolyse de l'urée comprise à l'intérieur de l'agent réducteur 8
    • dW_Thermolyse qui est l'énergie de thermolyse de l'urée comprise à l'intérieur de l'agent réducteur 8.
    • dW_HNCO qui est l'énergie de chauffage jusqu'à la température de la troisième paroi 15 de l'acide isocyanique,
  • Dans une quatrième plage P4 pour laquelle la température de paroi est supérieure à la température d'hydrolyse Thydrolyse, il est pris en compte :
    • dW_AR nécessaire à un réchauffement de l'agent réducteur 8,
    • dW_Vap_Eau qui est l'énergie de vaporisation de l'eau liquide contenue à l'intérieur de l'agent réducteur 8,
    • dW_Eau_Gaz qui est l'énergie nécessaire à une mise à la température de la troisième paroi 15 de l'eau à l'état gazeux,
    • dW_Urée qui est l'énergie nécessaire au réchauffement de l'urée comprise à l'intérieur de l'agent réducteur 8
    • dW_Thermolyse qui est l'énergie de thermolyse de l'urée comprise à l'intérieur de l'agent réducteur 8.
    • dW_HNCO qui est l'énergie de chauffage jusqu'à une température d'hydrolyse de l'acide isocyanique pour obtenir de l'ammoniac NH3,
    • dW_Hydrolyse qui est l'énergie d'hydrolyse de l'acide isocyanique et,
    • dW_comp_fin qui est l'énergie de chauffage des composants finaux.
  • Selon une première variante de réalisation de la cinquième étape 105 de détermination d'un risque d'encrassement du mixeur 11, on obtient la masse M_AR à partir d'une inversion de la relation [11] qui représente la masse maximale d'agent réducteur 8 à injecter pour ne pas encrasser le mixeur 11.
  • Selon une deuxième variante de réalisation de la cinquième étape 105 de détermination d'un risque d'encrassement du mixeur 11, on calcule la température de paroi Tparoi si une quantité préalablement déterminée par un superviseur de dépollution est injectée. Si la température de paroi Tparoi calculée est supérieure à une température-seuil Tseuil au-delà de laquelle un encrassement du mixeur 11 apparaît, alors l'injection d'agent réducteur 8 est annulée jusqu'à ce que la troisième paroi 15 ait accumulée suffisamment d'énergie pour que la décomposition de l'agent réducteur 8 se réalise.
  • Selon une deuxième variante de réalisation de la cinquième étape 105 de détermination d'un risque d'encrassement du mixeur 11, on détermine un débit-limite Dlimite d'agent réducteur 8 par cartographie à partir de la température de paroi Tparoi et d'un débit de consigne de dépollution Dcons, le débit-limite Dlimite étant inférieur au débit de consigne de dépollution Dcons. II en découle que si le débit D d'agent réducteur 8 est proche du débit de consigne de dépollution Dcons, on favorise une dépollution par rapport à un risque d'encrassement du mixeur 11. Il en découle également que si le débit D d'agent réducteur 8 est éloigné du débit de consigne de dépollution Dcons, on risque un encrassement du mixeur 11 par rapport à une dépollution.
  • La sixième étape de décision 106 de l'injection d'agent réducteur 8 comprend une prise de décision qui est effectuée selon un résultat de la cinquième étape de détermination 105.
  • L'ensemble de ces dispositions est tel qu'une efficacité de réduction des oxydes d'azote NOx est améliorée à partir d'une prise en compte optimisée de l'ensemble des énergies mises en oeuvre et notamment de l'énergie accumulée à l'intérieur du mixeur 11 pour permettre une injection d'une quantité la plus importante possible d'agent réducteur 8 sans risque d'encrassement du mixeur 11. Il en résulte finalement une optimisation du fonctionnement du catalyseur de réduction 6 et donc une meilleure dépollution des gaz d'échappement 2. Il en résulte également un meilleur calibrage du moteur à combustion interne 1 dont des limites de fonctionnement sont optimisées avec une minimisation de rejet de dioxyde de carbone sans augmentation d'un rejet d'oxydes d'azote NOx, ce qui permet de surcroit une optimisation d'une consommation en carburant du véhicule automobile.

Claims (10)

  1. Procédé de limitation (100) d'un encrassement d'un mixeur (11) logé à l'intérieur d'une ligne d'échappement (4) qui équipe un moteur à combustion interne (1) d'un véhicule automobile, caractérisé en ce que le procédé de limitation (100) comprend une première étape de modélisation (101) de premiers échanges thermiques entre des gaz d'échappement (2) et une première paroi (12) du mixeur (11), une deuxième étape de modélisation (102) de deuxièmes échanges thermiques entre un air extérieur (13) au véhicule automobile et une deuxième paroi (14) délimitant la ligne d'échappement (2), une troisième étape de modélisation (103) de troisièmes échanges thermiques entre un agent réducteur (8) injecté à l'intérieur de la ligne d'échappement (4) et la première paroi (12) lors d'une réaction de décomposition de l'agent réducteur (8), une quatrième étape de calcul (104) d'une température de la première paroi (12), une cinquième étape de détermination (105) d'un risque d'encrassement du mixeur (11), et une sixième étape de décision (106) d'une injection d'agent réducteur (8) à l'intérieur de la ligne d'échappement (4).
  2. Procédé de limitation (100) selon la revendication précédente, caractérisé en ce que la première étape de modélisation (101) des premiers échanges thermiques entre les gaz d'échappement (2) et la première paroi (12) du mixeur (11) comprend une phase de calcul d'un premier flux thermique FT1gaz/paroi entre les gaz d'échappement (2) et la première paroi (12).
  3. Procédé de limitation (100) selon l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que la deuxième étape de modélisation (102) des deuxièmes échanges thermiques entre un air extérieur (13) au véhicule automobile et une deuxième paroi (14) délimitant la ligne d'échappement (4) comprend une phase de calcul d'un deuxième flux thermique FT2air/paroi entre l'air extérieur (13) et une troisième paroi (15) du mixeur (11) qui est exposée à l'air extérieur (13).
  4. Procédé de limitation (100) selon l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que la troisième étape de modélisation (103) des troisièmes échanges thermiques entre l'agent réducteur (8) et la première paroi (12) lors d'une réaction de décomposition de l'agent réducteur (8) comprend des phases de calcul d'énergie nécessaires pour décomposer l'agent réducteur (8) en urée, puis en ammoniac NH3.
  5. Procédé de limitation (100) selon la revendication 4, caractérisé en ce que la troisième étape de modélisation (103) comprend une première phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie dW_AR nécessaire à un réchauffement de l'agent réducteur (8).
  6. Procédé de limitation (100) selon la revendication 4 ou la revendication 5, caractérisé en ce que la troisième étape de modélisation (103) comprend une deuxième phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie de vaporisation dW_Vap_Eau d'une eau liquide contenue à l'intérieur de l'agent réducteur (8), une troisième phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie dW_Eau_Gaz qui est nécessaire à une mise à la température de la troisième paroi (15) de l'eau à l'état gazeux, une quatrième phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie de chauffage dW_Urée nécessaire à un chauffage d'une urée comprise à l'intérieur de l'agent réducteur (8).
  7. Procédé de limitation (100) selon l'une quelconque des revendications 4 à 6, caractérisé en ce que la troisième étape de modélisation (103) comprend une cinquième phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie de thermolyse dW_Thermolyse pour obtenir de l'ammoniac NH3, une sixième phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie de chauffage dW_HNCO jusqu'à une température d'hydrolyse d'un acide isocyanique.
  8. Procédé de limitation (100) selon l'une quelconque des revendications 4 à 7, caractérisé en ce que la troisième étape de modélisation (103) comprend une septième phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie d'hydrolyse dW_Hydrolyse d'un acide isocyanique, une huitième phase de calcul qui comprend un calcul d'une énergie de chauffage dW_comp_fin de composants finaux.
  9. Procédé de limitation (100) selon la revendication 8, caractérisé en ce que la quatrième étape de calcul (104) de la température de première paroi (12) comprend un calcul de la température de la troisième paroi (15) à partir d'une intégration du premier flux thermique FT1gaz/paroi, du deuxième flux thermique FT2air/paroi, de l'énergie dW_AR, de l'énergie de vaporisation dW_Vap_Eau, de l'énergie dW_Eau_Gaz, de l'énergie de chauffage dW_Urée, de l'énergie de thermolyse dW_Thermolyse, de l'énergie de chauffage dW_HNCO, de l'énergie d'hydrolyse dW_Hydrolyse et de l'énergie de chauffage dW_comp_fin de composants finaux.
  10. Procédé de limitation (100) selon l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que la cinquième étape de détermination (105) d'un risque d'encrassement du mixeur (11) est indifféremment réalisée à partir d'un calcul d'une masse M_AR maximale de l'agent réducteur (8) à injecter, à partir d'un calcul d'une température de paroi Tparoi ou bien à partir d'un calcul d'un débit-limite Dlimite d'agent réducteur (8) par cartographie, pour une mise en oeuvre de la sixième étape de décision (106) d'une injection d'agent réducteur (8) à l'intérieur de la ligne d'échappement (4).
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